近年来设计院也曾与高校院所合作 3.5.13 S ω 还应验算自重及风载产生的不均匀沉降 （m/s）计算 冷却塔塔筒是薄壳结构 当冷却塔的间距能满足本规范时可以不考虑塔群对风压的影响 3.5.5 ＝0.5356 C——经验系数 目前认为采用0.052较为合理 t o 式中 某些施工方法会使筒壁承受施工荷载 p 地貌下的风振系数 布置有竖向小肋 h——筒壁厚度（m） 2月的地区 ——塔顶标高处风压高度变化系数 沿塔筒环向及子午向均匀分布 曾经按60年一遇取用 6 其雷诺数约为Re＝4.0×10 底部向中部伸展而已 并应考虑如下组合 b ——小时平均风荷载 4 θ]＝ 对于超大型冷却塔不得小于0.35kPa a W △t 考虑到南北界线难以划 ＝0.9L E——混凝土弹性模量（kPa） 在弹性柱支承和H/d＝2.0～2.6的条件下的近似公式 是根据国内多年来在工程设计中长期沿用的结果而制定的 Tkk 的两倍 组合产生的环向 ＝0.0105 C 计算壁温差为10℃～13℃ ＝0.5 子午向的临界压力（kPa） 指向塔内的吸力 英国BS-4485规定塔群影响风压系数取用1～1.3 计算表明 K 本条主要列出了自然通风冷却塔塔筒内力计算应考虑的荷载 斜支柱纵向弯曲的计算长度L bo ω -4 5）在地震作用效应的偶然组合中 1 3）当塔高于105m并遇有不均匀地基时 压应力值增加10％～13％ 施工所引起的塔筒附加荷载必要时应进行验算 a 与ω 但各类塔在不同条件下的数值是基本相同的 考虑到环板型和倒T型基础底面上 50009—致 因此 如强度不够 环向L S＝S 为拉力 位于0＝90°处 ψ ＝25℃ K 而过小则偏于保守 斜支柱可按下端固定上端铰支 此外 按气象统计资料确定 2 产生“通道”或“屏蔽”效应 如 的单一因素 ≤0.2mm （2）子午向配筋由承载能力极限状态计算中主要组合控制 温度作用 （z） 塔的实际测定结果 ω o 在冷却塔上 采用公式（3.5.12-1～3.5.12-3）验算得出如下结果 该塔高115m 各 取0.85 ——传热系数[W/（m ） 《高耸结构设计规范编制说明》中指 因此本条未规定何时应验算 强度 温度内力随之降低 为此 3.5.10 1）[英]《冷却塔规范》BS 况下 显然 并应与塔筒自重及实际风荷载作用下传至柱上 3.5.14 短期最大裂缝宽度应按下式计算 四川 双曲线冷却塔塔筒内力计算 h——塔筒喉部处壁厚（m） 3.5.4 F r 故很少发生地基严重变形而导致损坏的情况 筒壁 2 a 并分别取其最不利情况进行设计 Q 西北电力设计院在工作验算中发现 5369条文中均未规定容许变形值 现将4条K类曲线和原规范的有肋曲线及无肋曲线共6条曲线的富氏余弦级数系数（10项）列于表42中 1月 的影响 （kN） 302.965t和316.513t 基础底面出现上拔力的平面范围应控制圆心角不大于30° 公式（3.5.18）中S a 下刚性环处均可不验算裂缝 ＝-0.4675 θ 应采用地基土的三轴试验不排水模量（弹性模量）代替变形模量 E 因原规范中有肋塔的风压分布对冷却塔的受力状态改善有限 烟道对塔筒的作用是排烟冷却塔特有的 即为本规范提出的风振系数 综上所述 f Ⅱ阶段平均刚度折减系数 式 以上两种方法的风振系数计算表明 基础的上拔力S指风荷载作用下的拉力大于自重作用下的压力时两者的差值 3.5.15 烟道对塔筒的作用 富氏级数分布 地貌类别来给出相应的β g 径向L 对上述给出的3个数值按降低约5％进行修正 R——结构构件抗力的设计值 塔筒整体稳定验算应按下列公式计算 塔基划分若干个典型地质地段 3.5.20 当永久荷载分项系数大于1时 2 b ——风荷载的组合值系数 故一般工况条件下可不验算裂缝宽度 室外最低气温为-20℃的情况下 本规范在计算温度应力时 体 1）最小固有频率的计算 a ≤6.9×10 壁厚尺寸由用以穿对销螺栓的混凝土撑杆及塑料管的长度控制 下端温度 B 式及拟合曲线（北大S 2 由于各国冷却塔设计规范及历次《火力 以节约筒壁配筋 2 1）—般均匀地基 ＝0.8L q △t 如环向（上 这样选用也有利于向国家新规范靠拢 ——混凝土的热传导系数 J γ ＝ ＋1.4S （℃ （3）上 3.5 并应按下列公式计算 给出了不同的永久荷载分项系数 其基本风压ω 大庆安达 1 应由施工单位提出并委托设计单位验算 然而 是通过对哈尔滨 ω——塔顶风压标准值（kPa） 使用阶段在受拉区出现裂缝的矩形截面短期刚度可采用以下简化公式 内吸力标准值应按下列公式计算 ＝1.98W/（m·℃） 所以本规范对A H ——按永久荷载标准值计算的荷载效应值 关于裂缝验算中温度内力计算时刚度取值问题 由于内 与德国VGB规范可靠度相 子午向的计算应力 h 由于对不均匀地基均进行了慎重而仔细的地基处理 ≥5是有据可依的 并结合茂名实测的情况 本次修改 通常容许平面倾斜值0.001D（D为塔基直径） 同时按照各单位不同程序的不同计算习惯 超大型冷却塔设计中考虑不小于1的塔间干扰系数 F pi /F 应取较大塔的直径 -0.1384 冷却塔塔间干扰系数宜通过风洞试验确定 应对承载能力和正常使用两种极限状态分别进行荷载效应组合 （kN·m） 在本次修订中 1 中 其安全系数的衡量和判断标准尚需研究 可供参考 3 （1）《水工钢筋混凝土结构学》（华东水利学院等编 ≥5 压为0.687kN/m 一般为58.2W/（m 除采取上述措施外 可取1.98W/（m 1 （1）多年来国内在冷却塔设计中 发电厂水工设计规范》DL/T 系指茂名3500m K [美]《钢筋混凝土冷却塔薄壳-实用方法与注解》ACI-334 目前总的倾向是南方地区夏季日照下温度差较大时应进行计算 为与现行的《建筑结构荷载规范》GB 在计算荷载组合下 当烟道支撑在塔筒上时 分布 并宜考虑基础与地基的变形协调 S＝S σ 0.3kN/m 风荷载的分项系数取1.4 钢筋增加量分别为0t —端固定柱 2）本规范与德国（VGB）规范相比 对于 温度 2）实测与模型试验拟合曲线（简称拟合曲线） ＝0.56kPa） ·℃） 计算中分别验算了自重对风振系数的影响 1 起主要控制作用 对于单独基础 这时 上拔力产生的范围大于圆心角40° 对于这样的瞬间风荷载效应的峰值 应复核地基不均匀沉降对塔筒 新疆 ＝11.2℃ ≥2 一般地区可取0.6 t 淋水面积 验算了东北电力设计院设计的伊敏电厂冷却塔下刚性环的环向裂缝（其工况条件见后）宽度为0.32mm 温带如计算可取较小值 其筒壁内外温差计算应符合下列要求 冷却塔壳底直径和喉部直径的平均值dm可按下式计算 悬挂或爬升脚手架的荷载 （1）国外几种荷载组合 50007-2011进行 修正曲线要比拟合曲线在子午向的拉 Gk 下刚性环是塔筒的重要部位 取1.0 对于一般地区均采用0.6 3.5.11 冷却塔壁厚为0.16m～0.25m时 为使本规范能与国内 按本规范荷载组合得出的配筋见表55 3）关于重要建（构）筑物系数 它仍是验算筒壳局部稳定的比较成熟的方法 θ——计算点与日照筒壁温差为0处的夹角（°） ＋S 对于冷却塔壳体的内力分析 裂缝验算时 A.于冷却塔壳体的设计 冬季冷却塔塔外最低气温 分布 可参考现行国家标准《高耸结构设计规范》GB 我国现行的《荷载规范》规定 塔筒的支承条件可按离散支承计算 下环梁为附加组合控制 因而可不考虑风振系数 当最高辐射强度为 ·℃） 对于东北 WK 故暂未写入本规范 ——荷载效应标准组合的设计值 具体可根据各地气温而定 ＋ 50573 应用地基土的弹性模量E而不用地基土的压缩模量E 3.5.1 风振系数8采用2左右 并取消了原规范中有肋塔的风压分布系数 考虑到已运行的中小型冷却塔多未计人而能够安全运行 ＝2.37W/（m·℃）的钢筋用量仅差 本条主要明确了内力计算应按现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 故本规范中重要建（构）筑物系数采用1.0 六个典型塔进行了塔的动力计算 θ ω 3.5.7 （2）钢筋混凝土构件使用阶段不出现裂缝的刚度B 6 曲线）见图2 t O /ω a 2 故采用a 对3500m 允许断裂的基底接缝在不大于30°的扇形内 h——风筒喉部壁厚（m） 考虑温度作用的弯曲变形解 地貌的不同对基本风压值进行修正 ＝600Pa ——混凝土计算弹性模量 ＝700Pa ——由G＋ω 近年来 B 3 O “实测修正曲线”计算值偏大 进风口上檐5m以上壁厚与壁温差的变化幅度逐渐变小 当多个冷却塔构成的塔群其间距小于上述规定时 （z） ＝0.6752 sin 50010-2010第7.2.3条执行 ω 因而当计算风荷载作用下的地基变形时 按[英]《冷却塔规范》BS λ o 将有关内容介绍如下 在正常工作极限状态下 风荷载效应在环向是不均匀的 裂缝宽度减少为0.165mm “柱的风荷载效应可取相邻两柱平均值的85％” ——与地震作用效应组合时 式中 Ⅱ阶段的平均刚度（B i v——混凝土泊松比 本次修改中对永久荷载分项系数按照现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB 应以当地较为空旷平坦地貌离地面10m高 当其效应对结构不利时 需要考虑内吸力 下刚性环裂缝时 2月的地区 3.5.6 （2）关于风载产生的环向拉力 支柱 5 式中 ＝700Pa 风压沿0°～180°各曲线的分布情况见图4 风荷载所使用的系数1.5是在BS8110中的系数为1.4的基础上考虑到壳体结构对风荷载较为敏感而加大的 虑裂缝后刚度降低为0.6E 对于冷却塔及其支承结构的设计 由于垂直 A.下部为连续支承冷却塔壳体按薄膜理论分析 其计算结果较为正确 罗比锡三项式 本条文规定了冷却塔地基承载能力验算时的荷载组合 并重新按本规范（3.5.12-1～3.5.12-3）式进行正常使用极限状态验算 然而 在工程设计中 s 但应验算自重产生的不均匀沉降 Gk ——恒载 最高气温为34.6℃ 根据冷却塔斜支柱的支承特点 基础不应上拔 现行国家标准《高耸结构设计规范》GB 这是偏大的 在风载稍大的地区 当相毗邻的两座塔的规模不同时 裂缝宽度为0.319mm 支柱的内力有一定的影响 3 当其效应对结构有利时取1.0 经比较算出结果两者基本一样 斜支柱及基础的承载能力和裂缝宽度的影响 按极限状态设计时 青） ＝0.2708 1 可按表3.5.4-4规定取值 对于塔筒取1.5 a 2 一端铰接 在正常工作极限状态下 C 风荷载效应S a 分别对罗比锡 济南 2）塔高在105m及以下的冷却塔 1 a 以往在无整体计算程序的情况下 但是 相应的风速剖面幂指数为a o 按《混凝土结构设计规范》GB 比较符合实际 用相关的图表来验算筒壳的弹性稳定 本条强调冷却塔基础计算方法应按塔筒 W a——系数 亦未发现上拔破坏的现象 ＝400Pa ω ——塔间干扰系数 并参考《冷却塔规范》BS 式中 式中 s 当为倒T型基础时取池壁内外平均温度）（℃） 865W/（m ——塔筒底部半径（m） 如采用Ⅰ 根据调查 条文规定了应按气象统计资料来确定 永久荷载分项系数的调整 θ＝0°～180°逆时针增大 的取值 1 钢筋混凝土重度可采用25kN/m i 风荷载分项系数采用1是可取的 例如 表中数字表明 才采用手算按斜支柱下传力分别计算 是在原型塔上的实测结果 3.5.18 o 在地震作用组合中取1.2 对于历年最大风速出现在最冷季节即12月 对于历年最大风速出现在最冷季节即12月 国内目前在工程 自然通风冷却塔的荷载及内力计算 将会使偶然组合下的斜支柱轴力增大 下端的内力进行组合计算 B 直接影响风振系数的大小 地基整体分析 （4）计算不均匀沉降及其影响时 2 E 冷却塔斜支柱应对塔筒下传至柱上 本规范未在条文中列出容许值 a S 其中以地面粗糙度K的取值对风振系数的变化最为敏感 认为采用值是合适的 取1.0 ＝0.16和a 50011和《构筑物抗震设计规范》GB 西北（甘 （3）荷载组合算例分析见表54 《构筑物抗震设计规范》GB K B 荷载效应组合的设计值应按下列公式计算 3.5.20 现对其荷载分项系数取值说明如下 计算复杂 3.5.19 室外最低计算气温为-25℃两种典型算例 内吸力 基本风压 就有可能随风向的改变而互相干扰 垂直于塔筒表面方向 4 塔内气温10℃ 近 已增加用钢量10％～14％ smax 利用风洞试验研究塔群 塔筒上 故建议 ＝ 2 即当其效应对结构有利时取1.0 F cr 故自重分项系数采用1.1是偏于安全的 说明本规范具有相当的安全保证 但由于各单位具体计算中取值不一致 50068进行承载能力和正常使用两种极限状态计算 沿 近似假定壁温差沿高度为恒值 目前 且自重G产生的压力与风荷载W产生的上拔力之比不应小于1.2 当考虑基本组合时 cr 热带取较大值 q λ t 2 （1）[德国]《冷却塔规范》（VGB） 故本规范表3.5.4-3中的加肋双曲面沿用了德国规范（VGB）中的富氏级数展开式中的系数（不包括内吸力） σ ＝0.0014 7 50135进一步明确了当计算风荷载作用下的地基变形时 取50年一遇最大风荷载时相应的低气温与30年一遇最低气温的比值且不小于0.6 目前冷却塔进行施工期弹性稳定验算的做法及控制原则尚在研究 在基本组合中对由可变荷载效应控制的组合应取1.2 地基在风荷载作用下的变形是瞬间的具有弹性变形性的变形 免去太阳辐射不稳定导热计算 为满足轴压比的要求 q（H）——塔顶处的风压设计值 混凝土徐变降低了结构刚度 将0.6的刚度折减系数乘以温度内力 实际工程中 为此 伊敏筒壁按正常使用极限状态公式（3.5.12-1～3.5.12-3）验算时（未考虑裂缝刚度对温度内力折减）ω 计算筒壁温度作用时 安徽 1）实测修正曲线（简称修正曲线） 具有广泛的代表性 下刚性环处环向钢筋由承载能力极根状态计算中附加组合控制 贵州等14个省的大部分地区 取 结构计算时 此荷载组合主要考虑了下列因素 ≤6.9×10 已考虑风振系数 水与池壁的热交换 o 从以上两表分析 （z） ——风筒喉部半径（m） ·℃） 4）按本规范荷载组合对日照壁温差为0℃ 由子午向薄膜力T 短期效应组合应按下列公式计算 无试验时可按表49的规定取值 ——临界风压的降低系数 ±0.00处直径为90.314m 经过多方面的大量计算分析确定的 ——按计入徐变系数的温度作用标准值计算的效应值 西北电力设计院在利用哈蒙TSMTOWER程序进行地震分析时 本条规定了在遇到不均匀地基和受采矿塌陷影响的地区 o 系指茂名3500m 由表查得 C三种不同地形 WK 本条规定按旋转壳体有矩理论计算 故今后对日照壁温差及荷载组合应作进一步研究 冬季冷却塔塔内温度的取值 并计算壳 条文内未列 在式（3.5.18）中 3.5.12 ·h·℃）] 当最高辐射强度为912W/（m 日照筒壁温差△t / 这两者表示出来的安全度有很大的差别 2 4）[英]《冷却塔规范》BS 在采取地基处理及加强塔体构造措施之后 下刚性环处常用配筋率范围为0.002～0.015 因此地震作用在基础内产生环拉力比例较大 应按短期效应组合条件验算裂缝 -0.0022 （b）沿全圆按△t ＝-0.1499 cr 应根据地形 o 均最大风速计算 m——项数 2.568t 式中 斜支柱纵向弯曲计算长度L 目前采用有限元整体弹性屈曲稳定分析 在承载能力极限状态下 50135在短期荷载作用下的自重抗拔安全系数 因而此种工况只有在当需要进行复核时采用 对由永久荷载效应控制的组合 —端固定 环向附加组合控制配筋段由顶 C三类地貌进行了计算 室外最低气温为 WK ——塔筒喉部半径（m） ＋B 可见 式中 符合ω 其固 （z） 2 表列低温为主相应大风仅为极值的0.09～0.266 其基本风压值应按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 在一般工况下温度内力乘以0.6的折减系数后可不验算裂缝 重现期为50年的10min平均最大风速ν 超大型冷却塔宜进行施工期稳定验算 主要参考以下资料 ＝3.2 在制定本条例及说明时 3.5.17 ψ 在伊敏冷却塔工况条件下采用（0.85 S 德国（VGB）规范 4 23.26W/（m 为此采用 冬季停运状态的复核 最高气温为36.8℃ smax ——相应的环向 2 其塔筒底部支承条件可按离散考虑 ＋ 提出的 3.5.7 室外计算气温为-44.27℃ 3）[美]《富罗先锋公司自然通风双曲线冷却塔结构规范》第2.2.1.1条规定 作用在冷却塔表面上的等效设计风荷载 则将增加钢筋用量9.76t（增率3.23％） 当不考虑日照时 ν C类为2.4 计算了塔高H＝165m以下 相应钢筋总用量为292.764t ＝1.98与 引起塔筒厚度变化或材料增加过多时 B 1984年通过鉴定的西安热工所等单位在茂名实测的无肋塔风压分布曲线8项 3.5.18 即A类为1.7 在荷载组合中应考虑第2.2条所提及的荷载 ≥5的含意 湍流度与《建筑结构荷载规范》GB 基本代替了“薄膜”理论的计算 考虑到国内外冷却塔地基验算的习惯经验 而且在一般条件h/h 按气象统计资料确定 式中 切向L 50009-2012（以下简称《荷载规范》）的规定和近年来国内有关冷却塔风荷载大量试验结果制定的 径向L 各风压分布曲线体形系数正 下伸展 各塔塔壳的最小固有频率均出现在≈3的地方 S ——结构重要性系数 h——筒壁厚度 3.5.8 （2）德国（VGB）规范 失效概率P 应取较大塔的直径 基本风压ω 考虑到过去工程中未规定此要求 其结果见表45 随着电子计算机和计算方法的不断发展 ＝0.2451 数采用0.6 cr b（ 2 多次计算日照配筋时 故采用ψ 1 50068 一般地区系指历年最大风速均不出现在冬季的地区 只有在缺乏整体分析程序时 A 主要修改了荷载效应组合的表达方式 水利电力出版社 cos a 3 是按《荷载规范》取用的 按塔筒外表面是否加肋提供了不同的风压分布系数 1 验算了各类塔的最小固有频率和风振系数 ＋ 最高壁温差为11.3℃～12.2℃ a e K 短期最大裂缝宽度ω 配筋 需要说明的是 均采用设计值 据在秦岭电厂二期工程1 2 3.5.16 ＝400Pa O K1.3有肋曲线与原规范有肋曲线相似 气温幅值及平均值等资料 L——斜支柱长度（m） o 应考虑烟道对塔筒的作用 1 —端固定 ——筒壁内外表面温度差（℃） γ 径向应取0.9L k 3.5.1 美国富罗先锋公司的《自然通风双曲线冷却塔结构规范》第2.5.1条规定双曲线冷却塔塔顶最大允许风压 同时 ——弹性稳定安全系数 /ω 室外最低计算温度为-30℃和 宁 ·℃） 3.5.12 r 应复核地基不均匀沉降对各部结构的承载能力和裂缝宽度的影响原则 塔结构设计第2.3.5.2条要求取值 见表48 应按《建筑地基基础设计规范》 并遵照《建筑结构荷载规范》GB 4485-1996的规定 故本规范 湖北 （2）风压高度变化系数μ按《荷载规范》相应地貌类别分别进行取值 作用在双曲线冷却塔外表面上的等效风荷载标准值应按下式计算 C o 外壁温差及边缘干扰在此处产生较大的环向温度轴力和力矩 B h——筒壁厚度（m） ψ 不宜过度增大塔筒厚度 （4）冷却塔上 （1）凡属构造配筋部位 B u 荷载效应组合选用应符合下列规定 德国（VGB）均按50年一遇取值 水平地震为a 应至少为ω i 风荷载的组合值系数取0.25 这里S GK 按正常使用极限状态计算时 wk 当冷却塔建在不同的地区时 伊敏电厂冷却塔下刚性环如不考虑温度内力折减 2 由此可见 （m 环向应取0.7L 2 式中 / 根据德国（VGB）规范规定 （4）风振系数 ω 下端的内力进行组合计算 3.2以上 一端自由L＝2L （1＋cosθ） 和8000m 不小于5 因国内尚缺乏模型试验及原体测定的曲线 本次给出了计算方法 O 室外最低气温为-30℃的配筋见表56 根据这种现状 冬季塔内计算温度应按进风口 当遇有不均匀地基时 3 混凝土裂缝 -30℃时 2 经参照有关资料所提供的参数 基础和地基整体分析计算 W 斜支柱基础组成一个较大的环 分布 在冷却塔上自重超载远小于10％ ＝0～△t 根据以上验算 2）温度作用效应已考虑混凝土徐变系数C 但由于塔群的互相 它已被“弯矩”分析法所改进……因此 所以本规范将此列入了条文 按该规范第5.2条基础底面压力P（P a （v） 根据《双曲线冷却塔施工与质量验收规范》GB k 其影响因素很复杂（比如《钢筋混凝土圆形水池设计》一文介绍 并取其最不利情况设计 其他均为构造配筋 可不验算地基变形 （1）据调查冷却塔风筒内力分析理论 有条件时 在国内外工程实践中不尽—致 S wk 荷载效应组合系数 两端弹性固定L ） ＝0.2 中 h 整体分析计算中的环拉力远小于自重（轴对称荷载）产生的环拉力 对由可变荷载效应控制的组合 τ E值为6E 式中 或采取临时措施解决 ω 而且控制部位均在壳体中 k 和ф 上端 此系数采用0.4 W 近年来冷却塔的风洞试验表明群塔布置确实存在塔间干扰系数 且持续时间较短时可以不计算 ＋ 而且也不难看出 S 当考虑日照壁温差10℃时 本条明确斜支柱应对塔筒下传至柱顶 ——环向 1 下刚性环除外）及子午向的上 增加幅度较大 对环向钢筋上 ＝0.7L 对环基而言内力和配筋都有所增加 k 其他计算暂未要求考虑内吸力 塔的实际测定结果与风洞模型试验结果拟合曲线（北大 德国（VGB）规范提出了局部稳定公式 即KB＝q 本条将作用在塔筒上的风荷载进行了划分 说明本规范可靠度与德国规范相近 壁厚与壁温差（由于塔内周边有气流短路）变化较大 对于环板型和倒T型基础 μZ——风压高度变化系数 ·℃）[即744kcal/（m 2 《混凝土与钢筋混凝土设计规范》ACI bO 故暂采用原规定值 在下刚性环处温度内力折减系 筒壁自重所占塔总重的比例最大 筒壁日照温度沿半圆按sinθ B.对于支柱的设计 本规范比德国规范用钢量少3.9t ν——混凝土泊松比 ——温度作用分项系数 r 图3和表40 3.5.13 B ф 上下边缘干扰 筒壁有效温差△t 及以上 沿高度方向壁厚度与壁温差是变化的 d J——未开裂的匀质截面惯性矩 1 但配筋影响较小 暂采用3倍静地基剪切刚度 温度收缩变化时 ＝0.12 F “薄膜”分析法假定壳体的一切弯矩可以忽略 7 自然通风冷却塔的荷载及内力计算 可对基底压力环向重分布及调整峰值起空间协调作用 式中 ·℃） 1 2 1 取7/3或2.3 此公式说明温度内力与筒壁刚度成线性关系 在S E 3）ψ ——几何参数 增加了内吸力和塔间干扰系数 ·℃）～145.4W/（m 环基 按富氏级数（多项式）展开 O 从比较可见 式中 1974年） 由于火电厂和自然通风冷却塔一般不会建在高大密集建筑群的市区内（即D类地貌区） 其中风载是百年一遇离地面9.144m（即30ft）高处的基本风 ＝q 不易满足小于30°的条件 如英国（BS） o 基础 本条指出冷却塔塔筒按正常使用极限状态计算时 国外的相应规范趋于一致 m 取50年一遇最大风荷载时相应的低气温与30年一遇最低气温的比值且不小于0.6 并应按本规范附录A取值 风筒下环梁应迭加按深梁计算由风筒自重及风荷载等所产生的内力 20世纪80年代初期做的这个研究 3 且下压力与上拔力之比不小于1.2 （1）由于风荷载是瞬时荷载 混凝土的徐变系数C t 按照国内外有关资料和风洞试验 ） 自重及风荷载是主要荷载 下刚性环环向验算时 O 可按过去借用方法作相应补充 美国（ACI-334）规范仅考虑了F 经按《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应研究》报告中 o F 而美国（ACI-384）规范却提出 这是比较符合实际的 算 下部 ）/2作为裂缝验算刚度较为安全 对于斜支柱及环基取1.0 切力为Q 3 在验算上 S ＋ O 自然通风冷却塔塔筒内力计算应选用下列荷载 风压沿着圆周的变化 S 50009 “柱子和基础能有限度对子午向内力重分布” h 的冷却塔壳体弹性稳定安全系数取用K σ 是从等风速图上相应标高的最大基本风速（mile/h）计算得出 2号冷却塔的测试结果 当其效应对结构有利时取1.0 2月）的某些地区 3.5.10 对塔筒 风效应值是按72°处最大一点峰值压力确定的 ——系数 即垂直地震为轴对称分布 当其效应对结构不利时 取1.4 ——承载力抗震调整系数 O 应按有限单元法或旋转壳体有矩理论计算 TK 在不同地面粗糙度类别条件下的风振系数β值 ψ △t cr 荷载组合下 a 3 裂缝宽度不再发展或减少 D四类不同的地貌 并应分别取其最不利工况进行设计 W ＋5mm 是按原水利电力部1984年在西安对《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应的研究》（卢文达 2 本条系在原规范第2.6.11条的基础上修改而成 （3）双曲线冷却塔平均风压分布系数 可取-0.5 为倒数关系） β值随塔面积的改变其值变化不大 为确定混凝土的热工参数参阅的规范及资料见表50 中软场地地震作用在基础环中的环拉力有可能大于风载引起的环拉力而成为地震组合控制 xx t 设计时应视其效应进行选取 ω 风压高度变化系数应按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 2 应取1.35 1.2S WK 大于或等于1.0 5 可按下式计 （2）本规范采用的荷载组合 G GK 发现在8度 5 ＝0.5623 因而建议采用I 结构自重 对由永久荷载效应控制的组合 I——斜支柱断面惯性矩（m 其值见表44 负值及负压相对比较见表43 000m 曾对东北电力设计院设计的伊敏电厂冷却塔进行了验算 bo 地基不均匀沉降影响 切向L 为铰接 是根据多年来使用的经验数据所制定的 外壁面向空气的放热系数a 当施工荷载较大 其中△t 各国规范均未载有此种核算 E——混凝土弹性模量（kPa） 至于单独基础计算比较简单 美国《富罗先锋公司冷却塔结构规范》规定 而德国 分布 3.5.6 但影响徐变因素较多 ＝0.4/2＝0.2 B 对于单独基础则要求在正常工作极限状态下不出现上拔力 3 q 可根据基础下地质情况 i 出 德国（VGB）规范指出 γ 50191等现行规定 ——风荷载分项系数 以便清晰 以薄壳的薄膜理论为基础的分析方法如果能用适当的方法进行局部弯曲计算也是可以使设计满意的 ＋1.2S 1983年）的鉴定意见制定的 2 当考虑地震作用偶然组合时 K 倾向于用“弯曲”理论 而北方地区由于日照下温 ≥5 1.5S 湿度等条件 表列大风为主相应气温（为极值的0.596～0.716 刚度随裂缝宽度降低 ——冬季停运时柱端产生的内力（M 子午向临界压力 并分别取其最不利的荷载组合进行计算 在本次修改中对基本组合中的永久荷载分项系数的影响进行了分析计算 冷却塔截面尺寸允许偏差 6 取a 其中 50010 秦岭等电厂的冷却塔在冬季运行时实测的结果整理而定的 （1）冷却塔内力计算中温度力矩是按均质弹性材料计算的 -1 西安热工研究所 一般情况下裂缝宽度均〉0.2mm σ 影响造成的风压分布变化十分复杂 5009-2012均有差异 一端为不移动铰接L t 式中系数 肋间距不大于平均周长的1/50 ·℃）] 在S 宜采用半圆分布按下式计算 ≤1.15内 ——为冷却塔壳底直径（m） ——临界风压的安全系数 a 10℃和20℃分别作了计算 3.5.17 B.下部为连续支承冷却塔壳体按弯曲理论分析 f 类地面粗糙度K和湍流度σ ＝0.5 本规范可靠度指数为 取30年一遇最低气温时相应的大风荷载与50年一遇最大风荷载的比值且不小于0.6 结果表明 2 2 发现在此范围内 ） 3 风振系数为1.9 4485-1996第四部分冷却塔结构设计第2.3.1条 2） ——内吸力系数 并建议基础环的施工接缝应大于30°圆心角 K1.0～K1.2有肋曲线优于原规范有肋曲线 ——重力荷载代表值的效应 2）风振系数β的计算 为压力 内吸力为作用于塔筒 ·℃） 尤其风压分布引起结构应力的变化较明显 两个综合因素 h ＋ 其富氏级数（多项式）展开式（90）中的系数为 50191进行了调整 （2）建议的地基变形验算范围 2 至于塔内向内壁面的放热系数则应取决于塔内介质的 在工作荷载组合下 有肋塔的风压分布系数直接引用了德国（VGB）规范 1 对冷却塔壳体的弹性稳定（或称为整体屈曲稳定） 1月 3.5.11 2 2）[美]《钢筋混凝土冷却塔薄壳-实用方法与注解》ACI-334第4.2.2.1条规定 温差内力折减后 s （3）关于地震产生的基础内的环向拉力 C.下部为非连续（离散）支承冷却塔壳体按弯曲理论分析 其稳定安全系数K 3.5.15 两端固定柱 本条文仅规定在S 冬季塔外计算气温应按30年一遇极端最低气温计算 考虑到温度内力随筒壁刚度成线性关系 K 断裂的基底接缝是不允许的 ≥2的意思 不同面积的双曲线冷却塔在各类地形 bo ——长期作用扩大系数 ρ——空气密度（t/m 地基承载力f亦采用设计值 目前国外除美国（ACI-334）取值标准较高外 1）本规范中考虑日照壁温差10℃与不考虑日照壁温差相比 基本风 λ d ＝ 2 S 式中 ψ 这种方法即是原联邦德国Bochum大学的试验成果 可按照正常使用极限状态下裂缝对刚度的影响 实际上 仅是过去没有条件进行整体计算斜支柱内力的情况下沿用的方法 50009采用少ψ 如原联邦德国Herzog博士建议风压乘以系数1.25 也同时表明了K ＝700Pa 应满足K 本次修订未予采用 ——地震作用分项系数 o smax 为内吸力引起的压力 两个塔型的计算比较结果（基本风压值ω “壳体有部分内力重分布和吸收局部风荷裁效应峰值的结构作用” t ＝q 《建筑结构荷载规范》GB ＝0.065 S≤R 表值仅为冬季与非冬季一日内最大风速和低温各自极值的统计值 a 式中 3.5.8 ≤0.2mm 其 其不同部位的温度与循环供水系统的方式有关 t ω 2 ω 当上拔力范围不能满足时 （3）容许地基变形值 故本规范将最大壁温差定为10℃～15℃ wK 分布 当其效应对结构不利时取1.2 遇有不均匀地基时 对于ω h 两端完全固定L 塔高为190m及以下的双曲线冷却塔 GK “实测与模型拟合曲线”计算值较为合理 50010的相关规定计算 湖南 当冷却塔建在不同地形处 ＝0.0615 0.2即可 K ＝0.0332 失效概率P ——喉部半径 冷却塔局部稳定计算时 采用这种方法计算的弹性稳定 子午向内排钢筋总用量差10.201t ——基本风速（m/s） 其中力矩为M 3.5 几何外形的缺陷 西藏 图2中无肋双曲面冷却塔风压分布曲线 b 这个经验公式是验算冷却塔壳体塔顶的临界失稳压力的 斜支柱 冷却塔塔间干扰系数可通过风洞试验确定 ——计算点处日照筒壁温差（℃） 应采用23.26W/ c 裂缝验算应符合下列规定 斜支柱和基础的附加内力 5 S ·℃） 风剖面 基础底面不应出现净上拔力 系数a 温度效应可乘以0.6的折减系数后再进行验算 2 斜支柱内力可按下列公式计算 对于混凝土的导热系数λ 2 可查阅《荷载规范》表8.2.1 但正如英国《冷却塔规范》BS-4485第四部分第5.3条指出的那样 应取1.2 ——为冷却塔喉部直径（m） 由各工程根据气象条件等具体情况确定 淋水填料及淋水填料以上不同部位分别确定 情 当计算冬季运行工况筒壁温度应力时 应采用更为合理的施工方式以减小施工荷载对塔筒的影响 ＝0.28EJ ω W γ [ G ＝400Pa 高105m的冷却塔在 WK m 当按连续支承计算时 i ——短期最大裂缝宽度（mm） 塔筒筒壁内外表面温度差应按下列公式计算 GK 50009的有关规定执行 ψ K 2 ——环向 冷却塔壳体内力设计时 塔筒局部弹性稳定安全系数应满足K 均规定按下式计算 RE 2 r ψ 而且可以得到塔体上每个环的本身的安全系数 则为 厚为0.235m～0.275m时 本规范按茂名实测的三角级数表达 C——经验系数 而且所采用的上 O 并将验算结果反馈给施工单位 本规范可靠度β 该刚度由勘测部门根据剪切波速计算提出 t ≥5 △t 3.5.9 B 以公认的弹性薄壳弯矩理论为基础的分析方法被认为是最适当的 ——斜支柱上 ——系数 3.5.14 该系数 对于5 故冷却塔地基承载能力验算时应考虑荷载分项系数 冷却塔风荷载计算时相关参数的选用应符合下列规定 对于w 当相毗邻的两座塔的规模不同时 ＝23.26W/（m 3.5.2 未能增补这方面的具体规定 国外有关规范规定如下 子午向压力（kPa） （z 4）在基本组合中 由于日照是太阳辐射不稳定导热过程 计算中仅考虑与脉动风压不完全相关的与子午向（θ＝0）对应的风振系数β 见表46和表47 最大裂缝宽度为0.165mm〈0.2mm o 自新中国成立以来 1 适用于河南 1）风荷载基本风压按50年一遇离地面10m高处的10min平 原联邦德国和法国有的规定塔群影响系数采用1～1.15 —般不应出现上拔力 从而改变了塔表面的风压分布及大小 ——按地震作用标准值计算的效应值 （4）结论 O 它包括各种不利因素 比德国规范用钢量增加6.3t （4）在所有环拉力计算中均应考虑地基与基础变形协调 至于计算方法 试验中很难得到一种确切的方法来表达塔群的实际影响 （a）沿半圆按△t ≤ 取1.3 风振系数是根据20世纪80年代初期做的《双曲线冷却塔风压分布和阵风响应研究》报告并利用“双曲线冷却塔阵风响应TWQ-4计算程序” xx 基本风压按50年一遇取值 B类为2.0 平均辐射强度为292W/ 外表面无肋条的双曲线冷却塔可按表3.5.4-1规定取值 风振系数随塔高的变化和影响风振系数的参数等三方面的情况 1 以免造成过大的内力 i 尽管以近似公式计算的值变化规律尚差 B WK Tk β——风振系数 验算 按简化公式计算 考虑到在计算中的某些因素（如临界阻尼比的合理取值和计算点的位置上移等）可能使β有所下降 式中 从而使温度内力相应降低 ＝q 4 可初步将0.6乘以温度内力后重新按本规范第3.5.12条的相关规定验算裂缝宽度 风荷载 重新内力组合计 地震作用组合应满足S≤R/YRE s 按正常使用极限状态短期荷裁效应组合 《混凝土结构设计规范》GB 可将地震区冷却塔斜支柱的混凝土强度等级提高到C35～C40 （z） 见《荷载规范》中第8.2节的有关规定 故本规范规定在无实测资料时 亦是偏于安全的 a ——温度作用组合值系数 在下环梁及其以上附近范围内 斜支柱截面尺寸及池壁厚度控制亦较严 o 式中 其中1.2引自现行国家标准《高耸结构物设计规范》GB 应采取措施（如利用基础以上土重或加大基础重量等）解决 因而仅要求在大型 ——局部稳定安全系数 开裂后 bO 其荷载组合应按下式计算 cm 可取 本条是根据国外有关规范及我国情况制定的 （1）自重荷载分项系数 式中 如考 当为环板基础时即为停运时柱下端实际温度 引起地基变形及承载力破坏是来不及的 a ） ＝0.7L 验算内容为施工期屈曲稳定和筒体 smax 并需要太阳辐射强度 算 式中 -5 3.5.16 而只考虑法向力和切向力的作用 否则可能导致筒壁内层钢筋偏小 （z 按30年一遇标准取值 河北 各规范差异较大 O K 1）德国VGB规范第1.2.1条规定 建议采用它 经计算 故本规范采取壁温差建议值 b 相邻柱容许不均匀沉降值为5mm GK （θ）——平均风压分布系数 算比较 ＝0.6是偏于安全的 S 已考虑塔内气温为＋10℃）并非同—时刻出现 公式揭示了K 根据东北电力设计院对赤峰站31年气象资料（见表52）和西北电力设计院对西安 计算 2 （3）筒壁日照温差分布见图6 仅在72°处产生最大子午向压力 （5）冷却塔下刚性环处使用阶段受拉区出现裂缝的刚度简化计算公式的采用 E值可取3倍E 应取1.35 t 根据《荷载规范》的要求 3 这时需要验算筒壁在未达到100％强度前能否承担施工荷载 1 o 内蒙古则基本上可分 这些均说明双曲线冷却塔的配筋很大部分是构造配筋 50135 是考虑了自重和风荷载同时作用的整体安全系数 bo -0.4426 u 因此塔筒传至基础的风载内力为非轴对称分布 这表明 对塔群的排列和布置提出了一些建议 静力分析必须根据公认的薄弹性壳体弯曲理论进行 下部边缘按深梁计算附加应力 K ——筒壁外 荷载效应组合的设计值应按下式计算 风荷载取值可采用最大日照作用时相应风荷载取值进行内力组合 原规范没有给出其值的确定方法 （4）关于壁温差沿高度为恒值问题 50009的有关规定执行 塔体基础上拔力平衡验算应符合下列规定 济宁等地资料（见表53）分析 GB ——日照筒壁温差最大值 有频率随环向谐波数的变化规律（图5）表明 γ 建议结合工程实际情况进行必要的塔群风洞试验 O 其值为0.052 设计双曲线冷却塔塔筒时 国外通常采用加大风压系数来考虑塔群的影响 但半圆分布较为符合实际日照分布情况 0.28）/2≈0.6作为刚度（温度工况）折减系数是较安全的 cr a 0.6可能偏小时 （3）使用阶段在短期荷载作用下受拉区出现裂缝的刚度B 对于历年最大风速出现在最冷季节（12月 沿高度为恒值 故本规范采用图6（a）所示的半圆分布 0.7L 其他荷载的分项系数和组合系数未变 μ 3.5.19 基本组合应满足γ 当有地震荷载时 基础上拔允许平面圆心角不大于30° ） 1/0.2＝5（K （1）把环板和倒T型基础分列 内面向空气的换热系数 4 ＝0.9L 的 o -5mm 对作用于双曲线冷却塔外表面上的等效风荷载ω S——荷载效应组合的设计值 λ 其中略有差异的是C值这个经验系数 σ ＝0.22时 s 取值 W 可采用10℃～15℃ ——冬季停运时实际风荷载（计入风振系数）的标准值效应 风压分布曲线基本采用 一般也可不验算风荷载产生的不均匀沉降 同时对塔筒这样高耸结构上部自重正负偏差值传至基底会相互抵消 从计算结果看 1月 对于超大型冷却塔必要时可进行研究论证 ＝ 室外最低气温-20℃ 气温及风载应是冬季实际的数据 寒冷及严寒地区可不考虑日照温度应力 冷却塔地基承载力计算时 ——按风荷载标准值计算的荷载效应值 1 4485第四部分冷却塔结构设计指出 σ 并结合冷却塔具体情况而制定 （VGB）规范和美国富罗公司的规程则考虑了F 为塔顶风压标准值 4485-1996第四部分冷却 WKK GE 由于塔筒上承受风载呈 还应提出施工期备龄期混 不小于2 按承载能力极限状态设计时 B / β（不包括内吸力） 1 室外计算温度为—20℃时子午向钢筋顶部和底部为构造配筋 偏于安全 包括 双曲线冷却塔塔筒的弹性稳定验算应符合下列规定 a cr1 故在环向方面 o 日照筒壁温差可按沿塔高为恒值 我国分A 本规定考虑下端为固定 阵风反应系数C＝1 计算自重时 或改进施工方法 冷却塔地基承载力验算时 英国（BS）和美国（ACI）及美国富罗先锋公司等有关规程规范 cr 在进行日照温度工况内力组合时 6 σ 塔高和风载增加使应力增大的幅度更大 内壁配筋按最小配筋率控制 据计算 如该系数考虑为1.1 应经计算复核 从荷载组合看 根据现行规范规定 考虑到风的随机性 ＝0.5L max 拟合这3条曲线进行了计算和比较 本条是冷却塔风筒冬季运行工况筒壁计算温度应力的依据 自然通风冷却塔的基本风压的取值规定了按50年一遇气象资料来取用 荷载组合下 经过试 K max 柱底内力按承载能力和正常使用极限状态计算 考虑测量误差及安全等因素经过修正得到的曲线 包括 r 差不大 3.5.9 ω ＝1.0×10 计算塔筒斜支柱纵向弯曲长度时 7 式中 （z） ＝0.6L ＋8mm 按 在施工期间 3.5.5 一般不宜过多地加大结构断面及配筋 o 这样的风压在塔筒上经富氏级数展开后 见表51 θ） 下端温度差（斜支柱上端温度即停运时气温 验算时承载能力极限状态荷载组合应按下式计算 正确估算徐变值较为困难 WE i 当需要复核冬季停运状态时 永久荷载的分项系数 大多数单位采用1.3W/4作为均布轴对称内力计算 压 该塔上 B 然而 该项试验研究尚须继续进行 ——塔筒屈曲临界压力值（kPa） WK S b（θ） 相应开裂刚度（不考虑温度内力折减）B G 径向L （2）[美国]《富罗先锋公司自然通风双曲线冷却塔结构规范》 d ＝a 不过是子午向主要组合控制配筋段向上 关于加肋塔的风压分布曲线 cr 地基切向刚度可采用动剪切刚度 即为 ch ＝ 凝土早期强度及E值等资料 θ 塔体基础内力应按塔筒 ψ h （2）风荷载分项系数 上拔力产生的圆心角不大于30° ——混凝土的线膨胀系数 为便于对比分析 cr2 （5）冷却塔动力分析中 318当有风载组合时 d ω 在编制过程中 应按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB σ 这对于一些位于大风地区的塔不易满足 下边缘按深梁计算附加应力 表41即是用这3条不同的风压分布曲线对3500m 本条对内吸力标准值作了规定 （m ——永久荷载分项系数 壳体 昼夜平均气温为29.8℃ 下端温度 修正 规定 ω 本条荷载效应组合均按《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 冷却塔采用的基本风压乘以风振系数后已接近50年一遇的瞬时最大风压 水平地震呈 并非同一时刻的相应值 7 其有关参数主要是根据《建筑结构荷载规范》GB 为简化计算 其中无肋塔采用的是原规范风压分布系数 在水温6℃～15℃时 ） 制定本条时 C γ 比较切合实际的受力情况 日照产生的温度内力是否计算 喉部附近至下环梁以上为主要组合控制配筋 超过此容许值 o 故条文中未作具体规定 最小基本风压值 ——风筒弹性临界压力（kPa） ＝0.7L 10.201t和23.748t a 小型冷却塔不得小于0.3kPa 不宜出现较大的裂缝宽度 e 所以 ——基本风压（kPa） 分 s 取30年一遇最低气温时相应的大风荷载与50年一遇最大风荷载的比值且不小于0.6 地震作用 5）本规范算例分析的基本气象参数为 考虑到本规范中风荷载分项系数采用1.4 r 一般地区可取0.6 GK 外表面有肋条的双曲线冷却塔可按表3.5.4-2和表3.5.4-3规定取值 3.5.3 速度 采用0.5 需要进一步研究 混凝土可取徐变系数C ——最大裂缝宽度（mm） smax -4 只需按A 应采取局部加固措施 然后计算各段沉降值 起吊塔架的缆绳锚固力等 斜支柱 本规范推荐采用实测与模型试验的拟合曲线 o 3.5.4 壁 1 这远远大 为 柱支承柔度以及自重影响等 应按表3.5.15规定取值 2 3.5.3 于表中所列出的a ——作用在塔外表面上的等效风荷载标准值（kPa） ＝0.7852 3 a △t——筒壁内外空气温度差（"℃） 本次修订予以采用 在我国已建成的冷却塔中 （5）壁温差△t ～9000m ） 施工荷载 池壁 以弯曲理论为基础的有限单元法解 S 对于大 参考国外β取值情况 当有差异沉降 当需要验算夏季日照下的温度应力时 双曲线冷却塔平均风压分布系数可按下式计算 （2）在我国多年来也是以“薄膜”和“弯曲”理论并用的 s 在缺乏资料时